座椅约束下航空假人垂直冲击动态响应特性研究

冯振宇，杨永攀，贺永龙，马士成，解 江，王亚锋，杨 欢

(1. 民航航空器适航审定技术重点实验室，天津 300300；2. 中国民航大学适航学院，天津 300300；3. 中国飞机强度研究所结构冲击动力学航空科技重点实验室，西安 710065)

航空座椅在坠撞过程中和坠撞后发挥了保障乘员安全的关键作用，是民机客舱安全设计、验证的重点。适航条款CCAR 25.562 要求航空座椅的适航取证必须进行动态冲击试验和乘员伤害评估，同时23 部、27 部、29 部规章的第23.562 条、27.562 条和29.562 条也有类似规定[1 − 4]。动态冲击试验要求如表1，在试验1 中，座椅向上倾斜60°，并将加速脉冲施加于座椅上，该测试旨在评估乘员的脊柱损伤，因为冲击载荷主要沿着人体矢状面中部加载。在试验2 中载荷施加在水平方向上，该试验旨在重建正面碰撞，以评估座椅的结构完整性，约束系统和乘员安全性。特别重要的是，在试验1 中，为了保护乘员的脊柱和腰椎，要求测得腰椎载荷必须低于1,500 lb (6,672 N)，因此垂直冲击下航空假人/座椅约束系统的动态响应成为国内外学者关心的热点问题。

表1 动态冲击试验要求Table1 Dynamic impact test requirements

目前，国内外对于垂直冲击下航空假人/座椅约束系统的动态响应研究主要包含以下几个方面：乘员的耐受极限研究、碰撞试验假人研究、座椅垫动态响应研究及座椅部件的吸能优化研究。在飞机坠毁过程中，过大的瞬时加速度会造成人体各器官的损伤，进而引起乘员丧失行动能力。因此，国内外学者首先就乘员的耐受极限开展了一系列的研究。研究者[5]通过对黑猩猩、猪、志愿者以及一系列的弹射座椅系统进行试验，得到了人体全身加速度耐受极限，并指出乘员所承受加速度载荷的大小和持续时间会对人体伤害耐受性产生一定的影响，较低的加速度初始变化率下人体有较高的耐受性。假人用于碰撞试验中的人体损伤评价后，研究者致力于研究高仿生度、多测量通道的航空假人。美国联邦航空局(FAA)、民用航空医疗研究所(CAMI)[6]将标准Hybrid III 50th 百分位假人的腰椎修改后，发展成FAA Hybrid III 50th 百分位假人，之后通过一系列动态冲击试验研究了标准Hybrid II 50th 百分位假人、标准Hybrid III 50th 百分位假人和FAA Hybrid III 50th 百分位假人的响应差异，其中在腰部响应方面，Hybrid III 假人的腰椎峰值载荷比Hybrid II 的低23%，FAA Hybrid III 假人的腰椎峰值载荷和Hybrid II 假人基本相等。当仿生性更好的THOR假人出现后，FAA 和CAMI[7]又进行了一系列9 g、14 g 和19 g 的垂直动态试验，对比了FAA Hybrid III 50th 百分位假人、Hybrid II 50th和THOR 假人的动态响应差异，试验表明，和FAA Hybrid III 假人相比，在9 g 和14 g 试验条件下，THOR 假人胸部受载更高，19 g 条件下两假人胸部受载大致相等，因此在垂直冲击条件下，THOR 假人和FAA Hybrid III 假人、Hybrid II 假人不等效。Tay 等[8]利用MADYMO 的假人缩放功能，将FAA Hybrid III 50th 百分位假人缩放为FAA Hybrid-III 95th 百分位假人和FAA Hybrid-III 5th 百分位假人，得到了5 百分位、50 百分位、95 百分位假人的腰部损伤耐受情况。在垂直冲击下，航空座椅垫相当于位于乘员和座椅结构之间的弹簧阻尼器，对乘员的腰椎响应具有较大的影响[9]。Chandrashekhar 等[10]利用MADYMO 软件，建立了刚性座椅数值模型，进一步通过变参分析，研究了座椅垫厚度、温度、材料应变率敏感度对乘员腰部响应的影响。FAA[11]研究了利用部件级试验的方法来取代全尺寸滑台试验，进行座椅垫的替换。为了准确表征座椅垫的动态力学特性，陈娜娜、吕振华[12 − 13]基于开展的泡沫座椅垫动态力学性能试验，先后研究了座椅垫的非线性弹性-阻尼特性建模方法和多滞回环动力学特性建模方法。在直升机坠撞情况下，良好的地板及座椅吸能特性能够有效地降低乘员伤害。Astori 等[14]利用多体方法，建立了含吸能器的座椅数值模型，研究了不同加速度下乘员的腰椎响应并对座椅吸能器进行了优化。Astori、Imparib[15]又建立了带地板和吸能器的直升机座椅多体模型，通过优化地板压溃元件和座椅吸能器的材料特性，最大限度地减少了乘员的腰椎负载。考虑到垂直冲击下航空假人/座椅约束系统动态响应的影响因素众多，需进一步开展研究，进而为航空座椅的设计及乘员安全性提升提供支持。

动态冲击试验是研究航空假人/座椅约束系统动态响应的常用方法，但其周期长，耗费大，不利于开展研究，因此数值仿真方法成为最主要研究方法之一[16 − 17]。目前在乘员安全研究领域，模拟仿真采用的方法主要是多刚体动力学法和动态大变形非线性有限元法[18]。以多刚体动力学法为主的MADYMO 仿真软件主要应用于汽车乘员和航空乘员安全性设计，它具备成熟的FAA 混III 型多刚体航空假人模型，可准确计算冲击过程中假人的动态响应，运算效率高，同时也可实现多体和显式非线性有限元的耦合计算。非线性有限元法主要用于计算冲击过程中座椅结构的动态响应[19 − 21]。

本文主要研究垂直冲击下加速度脉冲、座椅俯仰角等参数对航空假人动态响应的影响。首先开展动态滑台冲击试验，比较14 g 和19 g 垂直冲击下系统的动态响应。然后，基于开展的冲击试验，利用多刚体动力学法建立航空假人/座椅约束系统分析模型并验证其有效性，通过变参分析研究了航空座椅椅背倾角和座椅俯仰角对系统响应的影响规律。

1 座椅约束下航空假人垂直冲击动态响应特性试验研究

乘员脊柱耐受性与所承受加速度载荷的大小和持续时间都有一定的关系[5]。如表1，CCAR23部规章要求试验1 的最大加速度脉冲为19 g，在0.05 s 内达到峰值，而CCAR25 部要求最大加速度脉冲为14 g，在0.08 s 内达到峰值。为了比较14 g和19 g 垂直冲击下，假人腰椎和座椅的动态响应，同时为后续数值模型的验证提供数据支持，基于条款CCAR 23.562、CCAR 25.562 的动载荷要求开展滑台冲击试验。

1.1 动态滑台冲击试验

在中国飞机强度研究所进行了14 g 和19 g 垂直冲击试验。试验采用水平加速式冲击试验台系统，包括水平冲击试验台、专用照明系统、高速摄像和数据采集系统等设备，最大负载3000 kg，最大可加载载荷峰值100 g，如图1 所示。

图1 水平加速式冲击试验台系统Fig.1 Horizontal accelerated impact test system

试验均采用FAA 混III 型50th 百分位假人、刚性座椅、两点式安全带。为了减少变量，此次研究并不考虑座椅垫的影响。为确保良好的试验重复性，每种工况重复3 次试验。如图2，座椅相对于水平面俯仰60°固定在滑台上，按照SAE AS 8049B 中的试验准备程序放置假人并系紧安全带。SAE AS 8049B−2005[22]是民用旋翼航空器、运输类航空器、通用航空器的旅客座椅和机组座椅的最低性能标准，其中规定了动态滑台冲击试验和评估标准。最后对滑台施加如图3 的加速度脉冲。14 g 和19 g 的加速度脉冲均满足CCAR 23.562 和CCAR 25.562 的要求。

图2 垂直冲击试验Fig.2 Vertical impact test

图3 加载脉冲比较Fig.3 Comparison of acceleration pulse

物理假人初始位置是数值假人初始姿势定位的参考，物理假人运动学数据是数值模型有效性验证的重要考察项。因此，在物理假人的头部、肩部、手部、H 点、膝部、脚踝等位置粘贴马克标，并通过高速摄像机采集假人身上的马克标位置来获取假人初始坐姿和运动学数据。此次研究关注假人整体运动、腰椎载荷和椅盆承载，并不关注座椅的结构变形，因此采用刚性座椅进行试验。在椅盆下面放置力传感器用来采集冲击过程中椅盆承受的力和力矩，传感器所测数据的坐标系方向如图2 所示。假人的腰椎载荷及力矩通过假人腰部的力传感器获得。电测和光测数据根据工业标准SAE J211[23 − 24]的要求进行了滤波。

1.2 座椅约束下航空假人垂直冲击动态响应特性分析

对三次重复试验的结果进行均值处理，对比两种工况下假人、椅盆的动态响应。图3 为14 g和19 g 的试验脉冲，相对19 g 脉冲，14 g 脉冲具有峰值低、峰值时刻较迟、脉冲持续时间长的特点，19 g 试验脉冲的峰值是14 g 的1.326 倍，脉冲的持续时间在40 ms～140 ms，共100 ms，14 g脉冲的持续时间在40 ms～200 ms，共160 ms。

分别取两种工况80 ms、120 ms、160 ms、200 ms、240 ms、280 ms 时刻的假人运动图像进行比较，如图4，图中所标角度指假人背部切线与腰椎载荷传感器安装面的夹角，其值越小，表示腰椎弯曲角度越大。整个冲击过程中，假人上下肢体姿势无明显变化，骨盆先向下滑动后向前弯曲，上躯干持续向前弯曲。19 g 脉冲峰值大，上升时间短，在140 ms 后加载完成，所以在80 ms～160 ms，19 g 脉冲的腰椎弯曲角度较大，但在160 ms后，14 g 脉冲还在持续加载，所以此后14 g 脉冲的腰椎弯曲角度逐渐增大，最终腰椎弯曲角度大于19 g 脉冲。

图4 14 g 和19 g 冲击下假人腰椎弯曲角度比较Fig.4 Comparison of dummy lumbar curvature angle for 14 g and 19 g test

乘员的腰椎压缩载荷是垂直冲击工况下主要的损伤评估项。如图5(a)，19 g 加载脉冲在90 ms达到峰值，腰椎压缩载荷FZ峰值时刻是95 ms，稍晚于脉冲峰值时刻，而14 g 加载脉冲在120 ms达到峰值，腰椎压缩载荷FZ峰值时刻是107 ms，稍早于脉冲峰值时刻。19 g 脉冲的腰椎压缩载荷FZ是14 g 的1.794 倍，大于脉冲峰值的1.326 倍。在105 ms 内，14 g 脉冲和19 g 脉冲下的假人腰椎力矩MY分别在82 ms、78 ms 出现第一个波峰，此时假人姿势如图6 所示，假人骨盆滑到最低点，在106 ms、104 ms 出现第一个波谷，此时假人姿势如图7 所示，假人后背即将离开椅背向前弯曲。如图5(b)，14 g 脉冲下的腰椎力矩的最大值较大，这主要因为14 g 脉冲持续时间较长，与图4 中14 g 脉冲160 ms 后的腰椎弯曲角度较大现象一致。

图5 腰椎载荷比较Fig.5 Comparison of lumbar load

在垂直冲击工况下，假人承受的载荷主要通过椅盆传递给座椅，椅盆是主传力部件。如图8，19 g 脉冲下的椅盆纵向摩擦力FX、压力FZ的峰值时间均超前于14 g，峰值分别是14 g 的1.477 倍、1.659 倍，均大于脉冲的1.326 倍。椅盆力矩MY的负向峰值时刻与脉冲峰值时刻一致，19 g 脉冲峰值大且上升时间短，在峰值时刻对椅盆的冲击力大，因此19 g 脉冲的椅盆力矩MY的负向峰值较大，但从正向力矩最大值来看，14 g 脉冲持续时间长，大于19 g。

如表2，在垂直冲击下，19 g 脉冲的腰椎峰值压缩载荷FZ、椅盆峰值纵向摩擦力FX、椅盆峰值压力FZ分别是14 g 脉冲的1.794 倍、1.477 倍、1.659 倍，均大于试验脉冲比值的1.326 倍，则腰椎压缩载荷FZ、椅盆纵向摩擦力FX和椅盆压力FZ对加载脉冲峰值均有放大效应，14 g 脉冲持续时间长，腰椎Y 向峰值力矩大于19 g 脉冲。

图6 腰椎力矩峰值时刻的假人姿势比较Fig.6 Comparison of dummy postures during lumbar moment peaks

图7 腰椎力矩谷值时假人姿势比较Fig.7 Comparison of dummy postures in the

图8 椅盆载荷比较Fig.8 Comparison of seat pan load

表2 19 g 与14 g 峰值响应的比值Table2 Ratio of 19 g to 14 g peak response

2 航空假人/座椅约束系统动态响应分析模型的建立与验证

为了研究垂直冲击下航空假人的动态响应特性，基于已完成的动态冲击试验，建立了航空假人/座椅约束系统多刚体模型，并验证了模型的有效性。

2.1 航空假人/座椅约束系统动态响应分析模型的建立

模型包括FAA 混III 型多刚体假人、刚性座椅、两点式安全带和滑台。刚性座椅忽略结构变形，采用刚性建模可提高计算效率。

建模过程中，数值假人初始坐姿显著影其动态响应，因此保持数值假人与物理假人初始坐姿的一致性至关重要。如图9 所示，依据物理假人身上的马克标三维坐标，摆放数值假人，使数值假人和物理假人初始坐姿基本一致，然后，锁定数值假人上肢体，加载1 g 重力，使数值假人与座椅贴实后输出假人各关节的最终位置，再输入到数值假人各关节后解锁其上肢体完成数值假人的最终定位。

随后，使用MADYMO 的安全带建模工具建立两点式安全带。安全带是约束系统的主要组成部件，在冲击过程中有滑动、翻转等复杂运动形式，采用一维刚性单元和二维膜单元混合建模。一维刚性单元模拟安全带和固定点的连接，二维膜单元可以更好的模拟安全带和假人的相互作用。安全带的材料特性通过拉伸试验获得，如图10所示，在成品尼龙材质安全带上截取材料试样，将两端夹持段夹于拉伸试验机上进行试验。根据工业标准SAE ARP 5765A[25]的建议，采用6.35 mm/min的速率进行3 次重复加卸载试验得到载荷-延伸率曲线。尼龙安全带具有高度的迟滞效应，本文采用有限元段迟滞斜率为4×109，刚体段迟滞斜率为2×105的迟滞模型，如图11 所示。

图9 垂直冲击下的刚性座椅仿真模型Fig.9 Rigid seat simulation model under horizontal-vertical impact

图10 安全带材料试验Fig.10 Seat belt material test

图11 安全带迟滞模型Fig.11 Seat belt hysteresis model

本模型中涉及到刚体与刚体、刚体与有限元的接触，多刚体的接触变形是通过定义接触特性实现的，而有限元的接触变形是通过定义材料特性实现的，当多刚体面与有限元面接触时，一般选择有限元面为从接触面。因此，假人与有限元段安全带接触时，选择假人为主接触面，有限元段安全带为从接触面，根据SAE ARP 5765A，横向、纵向的摩擦系数均为0.35。当假人与刚体段安全带、座椅及脚踏接触时，属于多刚体面与多刚体面的接触，一般选择假人为从接触面，摩擦系数也定义为0.35。最后，将如图12 所示的试验脉冲施加于滑台上。模型总时间步长为5.0×10−6s，有限元段安全带执行子时间步长，基于总时间步长自动确定最小子时间步长。

图12 14 g 和19 g 试验脉冲Fig.12 Test pulses of 14 g and 19 g

2.2 航空假人/座椅约束系统动态响应模型的验证

2.2.1 14 g 冲击下航空假人/座椅约束系统模型的验证

仿真模型建立及调整完毕后，将仿真数据和试验数据进行对比，验证模型的有效性。根据SAE ARP 5765A，采用曲线的峰值误差(GPV)、峰值时刻误差(GPT)和形状误差来评估两条时间历程曲线的相关性。峰值误差使用式(1)计算：

式中：Peak1为参考曲线峰值；Peak2为对比曲线峰值。峰值时刻误差的计算方法类似峰值误差。

形状误差采用同时考虑幅值和相位误差的Sprague 和Geers 综合误差法(S&G)，计算方法如下：

式中：m(t)代表参考曲线；c(t)代表对比曲线。

幅值误差(S&G-M)定义为：

相位误差(S&G-P)定义为：

Sprague 和Geers 综合误差定义为：

对比14 g 冲击下物理假人与数值假人40 ms、80 ms、120 ms、160 ms、200 ms 时刻的的仿真动画与试验录像，如图13，数值假人头部、四肢、躯干在各时刻的运动姿势基本与物理假人一致。

图13 14 g 脉冲下的假人运动对比Fig.13 Occupant Kinematics Test vs. Simulation for 14 g test

试验与仿真的腰椎压缩载荷-时间历程比较如图14，仿真的腰椎压缩载荷的峰值载荷大于试验，但峰值误差、综合误差均小于10%，如表3所示。试验与仿真的椅盆载荷-时间历程比较如图15，椅盆Z 向是主受力方向，其各项差在6%之内，如表3，反映出数值假人的骨盆对椅盆的压力与物理假人的吻合性较好。

14 g 冲击下下试验与仿真的各项误差值如表3，主响应项腰椎压缩载荷和椅盆Z 向力的各项误差小于9%，各响应曲线的走势基本一致，认为数值模型是有效的。

2.2.2 19 g 冲击下航空假人/座椅约束系统模型的验证

对比19 g 冲击下物理假人与数值假人40 ms、80 ms、120 ms、160 ms、200 ms 时刻的仿真动画与试验录像，如图16，数值假人头部、四肢、躯干在各时刻的运动姿势基本与物理假人一致。

图14 腰椎压缩载荷FZFig.14 Lumbar force FZ

试验与仿真的腰椎载荷-时间历程比较如图17，各项误差均小于10%，如表4。试验与仿真的椅盆载荷时间历程比较如图18，其各项差在6%之内。

表3 14 g 冲击下试验与仿真的各项误差值Table3 Error metric for numerical model correlation with tests

图15 椅盆压力FZFig.15 Seat pan FZ force

图16 19 g 脉冲下的假人运动对比Fig.16 Occupant kinematics test vs. simulation for 19 g test

图17 腰椎压缩载荷FZFig.17 lumbar force FZ

19 g 冲击下试验与仿真的各项误差值如表4，主响应项腰椎压缩载荷和椅盆Z 向力的各项误差小于7%，各响应曲线的走势基本一致，数值模型整体上可以反映物理现象，认为模型是有效的。

表4 垂直19 g 试验与仿真的各项误差值Table4 Error metric for numerical model correlation with tests

3 座椅约束下航空假人垂直冲击动态响应因素分析

本节基于经验证的航空假人/座椅约束系统模型，研究椅背倾角、座椅俯仰角对假人腰椎、椅盆响应的影响。

图18 椅盆压力FZFig.18 Seat pan FZ force

航空座椅的椅背倾角指椅背与水平导轨的夹角，是座椅的重要设计参数。如图19，设置以5°为间隔，椅背倾角从95°增大到125°，进行14 g和19 g 垂直冲击仿真分析，最后输出乘员腰椎的峰值压缩载荷和椅盆峰值压力，结果如图20所示。在14 g 脉冲加载下，腰椎峰值压缩载荷、椅盆峰值压力与椅背倾角的关系分别如式(8)和式(9)，在19 g 脉冲加载下，腰椎峰值压缩载荷、椅盆峰值压力与椅背倾角的关系分别如式(10)和式(11)。14 g 和19 g 脉冲下的腰椎峰值压缩载荷、椅盆峰值压力与椅背倾角均成二次函数关系，且随着椅背倾角的增加，先增加后减小，在110°时，14 g 和19 g 的腰椎峰值压缩载荷均最大，14 g 和19 g 的椅盆峰值压力最大值对应的角度分别是108°和106°，可以发现无论是14 g 还是19 g 脉冲，腰椎峰值压缩载荷、椅盆峰值压力的最大值均在椅背倾角110°附近出现，这是因为此时，加速度脉冲的方向和乘员腰椎轴向接近平行，因此受到的腰椎载荷最大。

图19 椅背倾角变化示意图Fig.19 Diagrammatic diagram of seatback angle change

图20 腰椎峰值压缩力、椅盆峰值压力与椅背倾角的关系Fig.20 Lumbar peak force and seat pan peak force versus seat back angle

条款CCAR 25.562 规定以60°俯仰角评估乘员的腰椎损伤，但不同的情况下飞机可能以不同的俯仰角着陆或坠撞。如图21，设置座椅俯仰角从0°增大到70°，每10°为一间隔，最后输出乘员腰椎的峰值压缩载荷和椅盆峰值压力，结果如图22所示。在14 g 脉冲加载下，腰椎峰值压缩载荷、椅盆峰值压力与俯仰角的关系分别如式(12)和式(13)，在19 g 脉冲加载下，腰椎峰值压缩载荷、椅盆峰值压力与椅背倾角的关系分别如式(14)和式(15)。在14 g 和19 g 脉冲作用下，腰椎峰值压缩载荷、椅盆峰值压力均随着俯仰角的增大而增大，呈2 次函数关系，增长逐渐趋于平缓。其中，俯仰角超过60°后，14 g 脉冲下的腰椎峰值压缩载荷和椅盆峰值压力没有增加，而在19 g 脉冲下，俯仰角为70°时的腰椎峰值压缩载荷和椅盆峰值压力均为俯仰角为60°时的1.034 倍，增加了3.4%。

图21 座椅俯仰角变化示意图Fig.21 Diagrammatic diagram of pitch angle change

图22 腰椎峰值压缩载荷、椅盆峰值压力与座椅俯仰角的关系Fig.22 Lumbar peak force and seat pan peak force versus seat pitch angle

4 结论

本文采用试验和仿真相结合的方法，进行14 g和19 g 垂直动态冲击试验，分析了不同加载脉冲下航空假人腰椎的动态响应差异。同时，建立了航空假人/座椅约束系统模型，研究了椅背倾角和座椅俯仰角对系统响应的影响，得到以下结论：

(1) 19 g 与14 g 脉冲下的腰椎峰值压缩载荷、椅盆峰值纵向摩擦力及椅盆峰值压力的比值均大于加载脉冲峰值比值，则腰椎压缩载荷、椅盆纵向摩擦力、和椅盆压力对加载脉冲峰值均有放大效应，14 g 脉冲持续时间长，腰椎的Y 向峰值力矩大于19 g 脉冲。

(2) 乘员腰椎峰值压缩力、椅盆峰值压力与椅背倾角均呈2 次函数关系，在椅背倾角为110°时，乘员的腰椎受伤的风险最大，因为此时脉冲的加载方向和腰椎的轴向接近平行，因此在应急着陆条件下，应避免将座椅的椅背倾角保持在110°附近。

(3) 乘员腰椎峰值压缩载荷、椅盆峰值压力随座椅俯仰角的增大而增大，呈2 次函数关系，增长逐渐趋于平缓。俯仰角超过60°后，14 g 脉冲下的腰椎响应和椅盆响应不再增加，而19 g 脉冲下的相应响应增加了3.4%，为了给乘员提供更大的保护，在座椅设计中应加以考虑。

由于本文主要研究的是加速度脉冲、座椅俯仰角以及椅背倾角对垂直冲击下乘员动态响应的影响规律，为了减少变量，暂时未考虑座椅垫的影响，同时在试验和分析计算中均采用的是两点式安全带。后续将进一步在模型中添加座椅垫，研究和验证座椅垫对航空假人/座椅约束系统动态响应的影响。